余文正 孫柏鋒 應 偉 董廷順

(1.昆明學院， 昆明 650214； 2.云南省設計院集團有限公司， 昆明 650238；3.中鐵合肥建筑市政工程設計研究院有限公司， 合肥 230041； 4.昆明新正東陽建筑工程設計有限公司， 昆明 650040)

基礎隔震是在結構與基礎之間設置隔震層，從而使結構體系周期延長，減少上部結構的地震響應[1-3]。在長周期成分較豐富的地震動作用下，隔震層會產(chǎn)生很大變形[4-6]，可能造成基礎隔震結構的側傾失穩(wěn)[7]。一般情況下，通過增加隔震層剛度的方式可以降低隔震層變形[8]，但是隨隔震層剛度增加，結構地震作用也增加，隔震效率降低[9]這一問題在高層建筑結構隔震設計中尤為突出[10]。因此，在隔震層增設黏滯阻尼器成為較合適的選擇[11-13]。隔震層增加阻尼器不僅可以降低隔震層位移，還可以通過黏滯阻尼耗能，降低上部結構的樓層剪力，從而提高隔震效果[14-15]。但對于隔震層所需剛度和黏滯阻尼器數(shù)量以及結構地震作用降低的要求需要進一步研究?；诖耍疚尼槍δ掣吡叶鹊貐^(qū)的高層建筑結構進行了隔震設計，并對比分析了多個隔震設計方案，根據(jù)分析結果，表明隔震層增設黏滯阻尼器對控制隔震層位移和結構地震作用均有較好效果，但是對于高烈度地區(qū)高層結構隔震效果起控制作用的因素是隔震結構的上部結構剛度。

1 工程概況

某高烈度地區(qū)高層住宅，建筑總高度52.5 m，總共18層，總長度35.2 m，等效寬度13.51 m，高寬比約3.89, 設防烈度9度(0.40g)，Ⅲ類場地，設計地震分組為第三組，場地特征周期0.65 s，擬對其采用隔震技術。由于該地區(qū)5 km內(nèi)有發(fā)震斷層，因此需考慮近場效應地震作用放大系數(shù)(取1.5)[16]。結構模型和平面如圖1、2所示。

圖1 工程案例三維圖及側立面Fig.1 Three dimensional drawing and side elevation of the project case

圖2 工程案例平面Fig.2 Project case plan

本工程預期減震目標與設防烈度降低1度的地震作用相當，即隔震后地震作用與8度(0.20g)相當。上部結構按預期減震目標得到的設計結果如表1所示。

表1 指標匯總(amax=0.16)Table 1 Summary of indicators(amax=0.16)

2 隔震方案

為實現(xiàn)地震作用降低1度的目標，提出了6種方案，各隔震方案對比如表2所示。

表2 隔震方案Table 2 Isolation schemes

各方案隔震支座(阻尼器)布置如圖3所示。圖中，LNR表示天然橡膠支座；LRB表示鉛芯橡膠支座，1 000表示支座有效直徑1 000 mm；X-Damp、Y-Damp分別表示X、Y方向的黏滯阻尼器。隔震支座和阻尼器參數(shù)如表3和4所示。根據(jù)支座參數(shù)以及上述支座布置，可以得到隔震后各方案的基本動力特性，如表5所示。

表3 阻尼器參數(shù)Table 3 Damper parameters

表4 隔震支座參數(shù)Table 4 Parameters of isolation bearings

表5 各方案隔震后動力特性Table 5 Dynamic characteristics after isolation of each scheme s

a—方案1：鉛芯、天然橡膠支座混合隔震； b—方案2：鉛芯橡膠支座隔震； c—方案3：天然橡膠支座隔震； d—方案4：鉛芯、天然橡膠支座及阻尼器混合隔震； e—方案5：鉛芯橡膠支座、阻尼器混合隔震； f—方案6：天然橡膠支座、阻尼器混合隔震。圖3 隔震方案支座布置Fig.3 Arrangements of isolation bearings

3 計算說明

3.1 分析模型

本文采用快速非線性分析(FNA)方法對隔震結構進行計算分析，在分析過程中僅考慮隔震支座以及黏滯阻尼器的非線性特性，上部結構保持線性特性。

3.2 地震動輸入

GB 50011—2010《建筑抗震設計規(guī)范》(簡稱《抗規(guī)》)第5.1.2條規(guī)定：采用時程分析法時，應按建筑場地類別和設計地震分組選用實際強震記錄和力的單位為kN，長度單位為m。

人工模擬的加速度時程，其中實際強震記錄的數(shù)量不應少于總數(shù)的2/3，多組時程的平均地震影響系數(shù)曲線應與振型分解反應譜法所采用的地震影響系數(shù)曲線在統(tǒng)計意義上相符。彈性時程分析時，每條時程計算的結構底部剪力不應小于振型分解反應譜計算結果的65%，多條時程計算的結構底部剪力的平均值不應小于振型分解反應譜法計算結果的80%。

本工程選取了實際5條強震記錄和2條人工模擬加速度時程，7條時程曲線如圖4所示，7條時程反應譜和規(guī)范反應譜曲線如圖5所示，基底剪力對比結果以及地震波信息如表6、7所示。

圖4 7條時程曲線Fig.4 Seven time-history curves

圖5 7條時程反應譜與規(guī)范反應譜曲線Fig.5 Response spectrum and standard response spectrum curve of seven time-history curves

表6 非隔震結構基底剪力Table 6 Base shear of the non-isolated structure

表7 各時程信息Table 7 Time-history information

4 分析結果

主要通過對比水平向減震系數(shù)、支座最大拉應力和最大位移來分析各方案優(yōu)劣，并分析隔震層剛度、阻尼對隔震效果的影響規(guī)律。

4.1 黏滯阻尼器對隔震效果的影響

圖6～8分別為有、無黏滯阻尼器時各方案水平向減震系數(shù)、支座最大拉應力和最大位移的對比。

本組患者采取手術治療。根據(jù)診療結果,選擇適當?shù)氖中g治療方式,本組患者所采用的手術方法有:腸粘連松解術、乙狀結腸切除術、結腸切除術、降結腸造口、小腸部分切除術、嵌頓性疝復位+修補術等。

圖6 有、無黏滯阻尼器水平向減震系數(shù)對比Fig.6 Comparisons of horizontal damping coefficients with and without viscous dampers

圖7 有、無黏滯阻尼器支座最大拉應力對比Fig.7 Comparisons of maximum tensile stresss of support with and without viscous dampers

圖8 有、無黏滯阻尼器隔震層最大位移對比Fig.8 Comparisons of maximum displacement of isolation layer with and without viscous dampers

從有、無黏滯阻尼器減震效果對比圖中可以看出，相同隔震支座布置時，增加黏滯阻尼器的隔震方案與無黏滯阻尼器的方案相比，水平向減震系數(shù)、支座拉應力和最大位移三個方面均有改善，但改善效果與支座布置相關聯(lián)，天然橡膠支座的隔震方案對比效果最明顯。

4.2 鉛芯對隔震效果的影響

圖9、圖10分別為不同鉛芯數(shù)量下各方案水平向減震系數(shù)，最大拉應力和最大位移的對比。

a—減震系數(shù)對比； b—拉應力對比； c—最大位移對比。圖9 不同鉛芯數(shù)量下隔震效果對比(無黏滯阻尼器)Fig.9 Comparisons of isolation effects of isolation schemes with different amounts of lead cores (without viscous dampers)

a—減震系數(shù)對比； b—拉應力對比； c—最大位移對比。圖10 不同鉛芯數(shù)量下隔震效果對比(有黏滯阻尼器)Fig.10 Comparisons of isolation effects of isolation schemes with different amounts of lead cores (with viscous dampers)

從減震效果對比圖中可以看出，在無黏滯阻尼器的情況下，有天然橡膠隔震支座的布置方案3最為不利，水平向減震系數(shù)大、支座拉應力和位移大。其原因主要是將鉛芯橡膠支座換為天然橡膠支座后，消除了鉛芯屈服后耗散地震能量的作用，雖然天然橡膠支座剛度較鉛芯橡膠支座低，延長了隔震結構周期，但周期延長帶來的減震效果提高幅度不及增加鉛芯阻尼產(chǎn)生的減震效果。

從圖10可以看出，在有黏滯阻尼器的情況下，有天然隔震支座的隔震方案6，在控制水平向減震系數(shù)、支座拉應力方面都有較好的效果，但支座位移較大。結果表明，在有黏滯阻尼器的情況下，延長隔震結構周期的效果更明顯。

4.3 小 結

主要通過分析水平向減震系數(shù)、最大拉應力和最大位移來對比各方案優(yōu)劣，并分析隔震層剛度、阻尼對隔震效果的影響規(guī)律，各方案分析結果匯總如表8所示。

表8 各方案隔震主要指標匯總Table 8 Summary of main isolation indexes of each scheme

從表8可以看出，無論采用哪一種隔震方案，通過增加阻尼器或是增加鉛芯橡膠支座可以解決隔震層位移大以及支座拉應力大的問題，但是無論哪種方案，其水平向減震系數(shù)與目標減震系數(shù)差距仍然非常大，達不到預期的減震目標。由上述對比可知，方案6的減震效果較好。為達到預期的減震效果，對方案6做進一步研究。

5 阻尼器參數(shù)對減震效果的影響

為了進一步研究阻尼器對減震效果的影響，通過調(diào)整黏滯阻尼器的阻尼系數(shù)、阻尼指數(shù)來調(diào)整阻尼器的出力，并討論其對隔震結構的水平向減震系數(shù)、支座拉應力和最大位移的影響。

對方案6(天然橡膠支座和黏滯阻尼器)進行分析，支座參數(shù)和布置、阻尼器布置不變，分析黏滯阻尼器參數(shù)對減震效果的影響。黏滯阻尼器的參數(shù)變化見表9。

表9 阻尼器參數(shù)對應分析工況Table 9 Corresponding analysis conditions of damper parameters

5.1 阻尼指數(shù)相同時的分析結果

通過計算，當阻尼指數(shù)為0.5(取平均值)時，不同阻尼系數(shù)下隔震結構的水平向減震系數(shù)、支座最大拉應力和最大位移、阻尼器出力和阻尼器速度的分析結果如圖11所示。

a—阻尼系數(shù)與減震系數(shù)關系； b—阻尼系數(shù)與最大拉應力關系； c—阻尼系數(shù)與最大位移關系； d—阻尼系數(shù)與阻尼器出力關系； e—阻尼系數(shù)與阻尼器速度關系。圖11 α=0.5時的分析結果Fig.11 Analysis results with α=0.5

從圖11可以看出，阻尼系數(shù)增加時，可有效降低結構運動速度和位移。但隨著阻尼系數(shù)進一步增加，水平向減震系數(shù)、支座拉應力并不是一直減小，而是先減小后增加，表明阻尼系數(shù)的變化對水平向減震系數(shù)、支座拉應力的影響有一個最優(yōu)值，并非阻尼器出力越多越好。阻尼系數(shù)增加，阻尼器速度相應降低，但阻尼器的出力持續(xù)增加。

5.2 阻尼系數(shù)相同時的分析結果

通過計算，當阻尼系數(shù)C為2 000 kN·(s/m)α時，不同阻尼指數(shù)下隔震結構的水平向減震系數(shù)、支座最大拉應力和最大位移、阻尼器出力和阻尼器速度的分析結果如圖12所示。

a—阻尼指數(shù)與減震系數(shù)關系； b—阻尼指數(shù)與最大拉應力關系； c—阻尼指數(shù)與最大位移關系； d—阻尼指數(shù)與阻尼器出力關系； e—阻尼指數(shù)與阻尼器速度關系。圖12 C=2 000 kN·(s/m)α時的分析結果Fig.12 Analysis results with C=2 000 kN·sα·m-α

從圖12可以看出:隨著阻尼指數(shù)的增加，結構的運動速度有所降低，但降低不明顯；隨著阻尼系數(shù)的增加，水平向減震系數(shù)和支座拉應力并不是一直減小，而是先減小后增加，表明阻尼對水平向減震系數(shù)和支座拉應力的影響有一個最優(yōu)值，并非阻尼器出力越多越好。同時隨著阻尼指數(shù)的增加，阻尼器的變形和出力均增加。

5.3 小 結

從不同阻尼指數(shù)和不同阻尼系數(shù)的分析結果可以得出以下結論：

1)對于同一結構和同一地震輸入而言，增加阻尼系數(shù)，位移降低；增加阻尼指數(shù)，位移增加。

2)增加阻尼器出力并不一定減小水平向減震系數(shù)、支座拉應力和支座位移。

3)阻尼系數(shù)對阻尼器出力、變形和速度的影響較阻尼指數(shù)顯著。

4)阻尼對水平向減震系數(shù)和支座拉應力的影響有一個最優(yōu)值，并非阻尼器出力越多越好。

5)無論增加阻尼器出力還是減少阻尼器出力均無法達到目標減震效果，即水平向減震系數(shù)0.266。

6 非隔震結構周期對隔震效果影響

從上節(jié)分析結果可以看出，調(diào)整阻尼器的參數(shù)，無法達到減震目標的要求，且支座拉應力均在0.8 MPa以上。由于方案6中支座的型號已不能再降低，通過調(diào)整支座和阻尼器的布置難以滿足降低1度要求。為此將通過降低結構高度來分析減震效果的變化。

本節(jié)分析模型以上節(jié)最優(yōu)阻尼指數(shù)和阻尼系數(shù)為基礎，即阻尼系數(shù)取為2 000 kN·(s/m)α，阻尼指數(shù)取為0.5，采用黏滯阻尼器和天然橡膠支座混合隔震方案，不同層數(shù)方案如表10所示。

表10 不同層數(shù)對減震效果的影響Table 10 Influence of different layers on damping effect

通過計算，得到不同非隔震結構自振周期對應的水平向減震系數(shù)、支座最大拉應力和最大位移、阻尼器出力和阻尼器速度的分析結果，如圖13所示。

a—非隔震結構周期與減震系數(shù)關系； b—非隔震結構周期與支座最大拉應力關系； c—非隔震結構周期與最大位移關系； d—非隔震結構周期與阻尼器出力關系； e—非隔震結構周期與阻尼器速度關系。圖13 改變非隔震結構周期時的分析結果Fig.13 Analysis results of changing the period of the non-isolated structure

從圖13可以看出，隨著非隔震結構自振周期的減小，水平向減震系數(shù)和支座拉應力顯著降低。非隔震結構自振周期對支座位移、阻尼器出力、阻尼器的速度影響不明顯。

從上述結果可以看出，要達到降低1度的隔震目標，較為有效的辦法是降低非隔震結構自振周期，即提高隔震上部結構的剛度。

為此通過降低結構高度實現(xiàn)調(diào)整非隔震結構自振周期來分析減震效果的變化。分析結果表明，將非隔震結構自振周期由1.026 s降低到0.758 s，可以達到降低1度的隔震目標，此時水平向減震系數(shù)為0.254，支座最大拉應力為0.53 MPa，支座最大位移為418 mm。

7 結束語

本文對高烈度區(qū)的某高層結構采取不同隔震方案進行了對比分析，包括單一天然橡膠支座隔震、單一鉛芯橡膠支座隔震，及上述兩者分別與黏滯阻尼器的混合隔震，得到如下結論：

1)在隔震層增加黏滯阻尼器，可以明顯提高減震效果，能有效減小水平向減震系數(shù)、降低支座拉應力和位移。

2)對上部結構剛度較小的高層隔震結構，僅依靠調(diào)整支座和阻尼器的性能參數(shù)或布置，很難實現(xiàn)預期的減震目標，較為有效的辦法是提高上部結構的剛度，降低上部結構的自振周期。

3)阻尼器出力增加并不一定能減小水平向減震系數(shù)、支座拉應力。阻尼系數(shù)和阻尼指數(shù)對水平向減震系數(shù)和支座拉應力的影響有一個最優(yōu)值，并非阻尼器出力越多越好。